(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
混銑車内に収容された溶銑に脱りん剤を添加し、前記混銑車内で前記溶銑の上方空間から酸素ガスを吹き込んで脱りん処理する方法であって、前記混銑車の天井部に付着した付着物の最大厚みが前記混銑車の直胴部の内径の10%を超えないときには、前記酸素ガスを吹き込むノズル角度を鉛直下向き方向に対して20°未満とし、一方、前記付着物最大厚みが前記内径の10%を超えたときには、前記天井部のうち前記付着物の厚みが前記内径の10%を超えた部分に排ガスが到達するように、前記ノズル角度を鉛直下向き方向に対して下記の式で計算されたθ１以上とすることを特徴とする溶銑脱りん方法。
式  θ１（°）＝ exp { ( XGAS+ 16000 ) ／ 6000 }
ここに、
XD≦ L のとき XGAS = XD で、  XD＞ L のとき XGAS = L 、
XD ＝ 6410 − 441 ( D0 ／ D1 ) 、
D0 は前記混銑車直胴部の内径  [ mm ] 、
D1 は前記付着物最大厚み  [ mm ] 、
XGAS は前記排ガスの前記混銑車中心からの到達距離  [ mm ] 、
XD は前記付着物厚みが 0.1 D0 となる前記中心からの距離  [ mm ] 、及び
L は前記混銑車内部の軸方向長さの 1/2の長さ  [ mm ] である。
【請求項２】
混銑車内に収容された溶銑に脱りん剤を添加し、前記混銑車内で前記溶銑の上方空間から酸素ガスを吹き込んで脱りん処理する方法であって、前記酸素ガスを吹込むノズル角度を20°未満としたときに前記混銑車の天井部に付着する付着物の最大厚みの予測値を、（前記脱りん剤の一部として用いられる転炉スラグ中に含まれる全CaO 質量）／（前記脱りん剤中に含まれる全CaO 質量）×１００で計算される転炉スラグ置換率から下記の式１で計算されたD1とし、このD1が前記混銑車直胴部内径の10%を超えないときには、前記ノズル角度を鉛直下向き方向に対して20°未満に維持し、一方、D1が前記混銑車直胴部内径の10%を超えるときには、前記天井部のうち前記付着物の厚みが前記混銑車直胴部内径の10%を超える部分に排ガスが到達するように、前記ノズル角度を下記の式２で計算されるθ1以上とすることを特徴とする溶銑脱りん方法。
式１  D1 （mm）＝ 22.6 R
式２  θ１（°） ＝exp { ( XGAS + 16000 ) ／ 6000 }
ここに、
R は前記転炉スラグ置換率  [ % ] 、
XD≦ L のとき XGAS = XD で、  XD＞ L のとき XGAS = L 、
XD ＝ 6410 − 441 ( D0 ／ D1 ) 、
D0 は前記混銑車直胴部の内径  [ mm ] 、
XGAS は前記排ガスの前記混銑車中心からの到達距離  [ mm ] 、
XD は前記付着物厚みが 0.1 D0 となる前記中心からの距離  [ mm ] 、及び
L は前記混銑車内部の軸方向長さの 1/2の長さ  [ mm ] である。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、高炉で製造された溶銑中に含有されるP （りん）分を、転炉装入前に溶銑予備処理によって除去する溶銑脱りん方法の改良に関するものであり、特に予備処理炉としての混銑車天井部へのスラグの付着、成長を抑制する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
最近、溶銑段階で[Si]、[P] 分を除去する溶銑予備処理が普及している。そのなかで脱りん反応は、
4CaO + 2[P] + 5FeO → 4CaO・P2O5 + 5Fe
で行われる。従来、溶銑中のりん分の除去については、転炉で多量の生石灰を添加して脱りんする方法が汎用されていたが、転炉での精錬は通常約1650℃の高温で行われるため、低温処理が適する脱りん処理にとって転炉の精練は有利な方法とは言えない。これに対し溶銑予備処理は、約1300℃で転炉精練に比べ低温で行われるため、脱りん処理の点ではより有効な方法である。また溶銑予備処理によって脱りんを行う際には、前処理で予め脱珪処理を行って後行う場合と、高炉から出銑された溶銑にそのまま脱りん剤を添加して脱りんする場合がある。そして、溶銑脱りん処理後の溶銑を転炉で吹錬する際に、溶銑中の[P] 量が製品規格以下まで低減している場合は最早脱りんは不要であるから、転炉吹錬では脱炭および昇温のみを行えばよいが、全くスラグのない状態（スラグレス）で吹錬を行うと、排ガスへのダストロスが著しく増加するため、通常は吹錬中の溶銑のカバーを目的として少量の生石灰が添加される。一方溶銑の[P] が製品規格以下まで低減していない場合は、転炉吹錬工程でも多少の脱りんが必要となるので、溶銑中の[P] 量に応じた生石灰の添加が行われる。つまり予め溶銑脱りん処理を行った場合でも、前述のごとく転炉吹錬工程では副原料の添加が少量であっても不可欠であり、その結果として脱りん未処理溶銑を使用した場合の2 〜3 割程度の転炉スラグが生成する。他方、転炉の精練温度は約1650℃と高温であるため、前述のごとくスラグの脱りん能は低く、したがって精練時に生成する転炉スラグ中のりん濃度は低くなる。特に溶銑脱りん処理を行った溶銑を用いたときの転炉スラグは、溶銑中の[P] が低いことから、りん濃度は非常に低く、0.4 〜0.8 質量％程度であり、かつ通常50質量％程度のCaOを含んでいる。よってこの転炉スラグを溶銑脱りん処理時の脱りん剤として利用すれば再度脱りん能を発揮することが確認されている。溶銑脱りん後の予備処理スラグ中に含まれるりん濃度は通常2 〜4 質量％程度であるから、溶銑脱りん剤としてりん濃度の低い転炉スラグを使用すれば、予備処理スラグ中へりんを効果的に取り込んで濃化することができ、脱りん剤として用いられる生石灰の使用量を大幅に削減できる。こうした転炉スラグを利用した溶銑脱りん処理を例示すると、高炉設備から出銑された溶銑は混銑車で移送する過程で溶銑予備処理され、その後転炉で吹錬処理される。ここで従来は、溶銑予備処理および転炉吹錬で生成した予備処理スラグや転炉スラグは系外へ搬出され、セメント原料や路盤材などとして使用されていたが、上記転炉スラグを利用するプロセスでは、転炉から生じる転炉スラグの全量または一部を溶銑予備処理工程へリターンして溶銑脱りん剤として有効利用し、生成した予備処理スラグのみが系外へ搬出される。このプロセスを採用する際の通常一般的な転炉スラグ組成（質量％）は次の通りである。
【０００３】
CaO:45〜53、SiO2:12〜18、MgO:6〜8、FeO:10〜12、Fe2O3:4〜5、MnO:3〜10、P2O5:1.0〜1.8。
【０００４】
溶銑脱りん処理が行われる反応容器としては、混銑車の他、取鍋や転炉型脱りん炉等が使用されるが、いずれにしても、転炉吹錬工程で副生する転炉スラグを脱りん剤として利用することにより、生石灰の使用量は大幅に削減できて多大なコスト低減が可能となる。このように転炉スラグを脱りん剤として再利用することは、例えば特公昭55―30042 号公報や特開平4 ―333506号公報に記載されている技術である。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】
転炉スラグを脱りん剤として用い混銑車内で溶銑脱りん処理を行う場合に生ずる大きな操業上の問題の一つは、溶銑面より上部の空間いわゆるフリーボード部の耐火物内面への予備処理スラグの付着現象である。この付着物は溶銑脱りん処理の繰り返しとともに成長し、約200 回の脱りん処理を行った時点では、付着物の厚みは約1 m にも達する場合がある。混銑車天井部（フリーボード部）の耐火物内面に生成した付着物の鉱物相をＸ線回折により同定したところ、主要鉱物相としてβ-2CaO・SiO2相および2CaO・SiO2・Al2O3相の存在が確認された。当該スラグを光学反射顕微鏡で組織観察したところ、β-2CaO・SiO2相の間を2CaO・SiO2・Al2O3相が埋めていることが判明した。さらに当該スラグを1400℃で溶融させた後に急冷し、組織観察を行った結果、β-2CaO・SiO2相の周りに2CaO・SiO2・Al2O3相のデンドライトが確認された。これから、溶銑処理温度では高融点の2CaO・SiO2相と低融点の液相が共存し、2CaO・SiO2・Al2O3相は冷却過程で液相から析出したものであることがわかる。したがって、低融点の液相が高融点の2CaO・SiO2相のバインダーの役目をはたしていることが明らかとなった。フリーボード部の耐火物内面への予備処理スラグの付着が増大する原因は以下のように考えられる。図５は、脱りん剤中のCaO 分をどれだけ転炉スラグで置き換えたかを示す指標（脱りん剤の転炉スラグ置換率）と予備処理スラグ中の遊離石灰濃度の関係を示したものである。ここで脱りん剤の転炉スラグ置換率は次の式(1) により求めた。
【０００６】
脱りん剤の転炉スラグ置換率（％）＝（転炉スラグ中のCaO 分量）／（脱りん剤の全CaO 分量）×100   … (1)
【０００７】
また図５中の計算f-CaO 濃度は、投入された脱りん剤中の生石灰分がすべて遊離石灰になったと仮定して計算した予備処理スラグ中の遊離石灰濃度である。図５に示すように、脱りん剤の転炉スラグ置換率 0 %、すなわち石灰系脱りん剤を用いた従来の脱りん処理では、処理後の予備処理スラグ中の遊離石灰の濃度は0.1 % 〜28 %と大きくばらついている。ところが脱りん剤の転炉スラグ置換率が25 %以上になると、処理後の予備処理スラグ中の遊離石灰濃度は大きく減少する。スラグ中の遊離石灰の存在形態としては、未滓化石灰と晶出石灰の二つがあるが、転炉スラグの置換率＝ 0 %、すなわち従来の脱りん処理の予備処理スラグを観察した結果、未滓化石灰が多量に存在することが確認された。一方、脱りん剤として転炉スラグを使用した脱りん処理の場合、予備処理スラグ中には未滓化石灰は確認できなかった。つまり生石灰は融点が 2570 ℃と高いため他の酸化物との反応が進まず、低融点相の生成が困難であるため高融点鉱物相の間でバインダーの役目を果たさないのに対し、転炉スラグは溶融後冷却、固化したプリメルト品であるため液相が短時間で生成されやすく、低融点鉱物が容易に生成される。これが脱りん剤として転炉スラグを増量使用することにより混銑車の天井部への予備処理スラグの付着が増大する原因と考えられる。脱りん処理では脱りんのための酸化剤として供給する鉄鉱石粉や酸素ガスが溶銑中の[C] と反応し、COガスの発生を伴いながら脱りんが進行する。このため予備処理スラグ中にCOガスがトラップされスラグがフオーミングする。フオーミングが甚だしい場合は、予備処理スラグが混銑車の炉口から溢れ出る、いわゆるスロッピングを引き起こす。スロッピングは軌道や周辺設備の焼損等重大なトラブルの原因となるため、脱りん処理においてはスロッピングの発生率を低位に抑制することが重要である。スロッピングの発生を抑制するには混銑車内で溶銑面上に十分な空間いわゆるフリーボード部を確保しておく必要があるが、脱りん剤として転炉スラグを使用した場合は、フリーボード部の耐火物内面へのスラグ付着が著しく、フリーボード部が小さくなり、容易にスロッピングを誘発していた。このため、混銑車内のフリーボード部を確保するために、混銑車内に受ける溶銑量を減らさざるを得ず、脱りん処理能力の低下や、それに伴う溶銑単位質量当たりの混銑車の耐火物コストの上昇などの問題を抱えていた。すなわち、転炉スラグを脱りん剤として利用することで、脱りんのための生石灰が大幅に削減でき、脱りんコストの大幅な低減が可能となる一方、フリーボード部へ予備処理スラグが付着、成長するといった問題を抱えており、転炉スラグを脱りん剤として再利用する上での大きな障害となっていた。
【０００８】
混銑車内の付着物を除去する方法としては、予めコークスを混銑車底部に付着したスラグと地金の混合物の上に装入し、上吹きランスから酸素を前記混合物に向けて吹き込み溶かし除去する方法が特開平5-272879号公報に記載されている。しかしこの方法は、混銑車底部の付着物の除去に対しては効果があるといえるものの、混銑車フリーボード部耐火物内面の付着物の除去に対しては有効でない。さらに、混銑車から脱りんが完了した溶銑を払い出した後にこの付着物除去の操作を行なうので、その代車として余分な混銑車を必要とする問題がある。
【０００９】
また、特開平2-200714号公報には、溶銑予備処理末期に気体酸素を供給しているランスを、酸素供給を止めることなく上昇させて炉口に付着した地金を溶解除去する方法が記載されている。しかし、この方法においても、通常の溶銑脱りん処理に要する時間とは別に地金を溶解させる時間が余分に必要となるため、生産性の悪化を招くという問題があった。さらに、通常の脱りん処理終了後にも上吹き酸素を吹き続けるため本来の脱りん処理に必要な酸素量以上の酸素が溶銑に吹き付けられることになり、溶銑中の[C] が低下し、転炉吹錬時に熱不足となるという問題も生じる。
【００１０】
そこで、本発明は、上記の問題点を解消するためになしたものであって、その目的は、混銑車内の天井部（フリーボード部）耐火物内面に付着する付着物の成長を抑制する溶銑脱りん方法を提供するものである。
【００１１】
上記の目的を達成するために、本発明は、前記混銑車の天井部耐火物内面に付着した付着物の厚みに応じて二次燃焼用酸素ガスの吹込みノズル角度を変更することを要旨とする。
【００１６】
すなわち請求項１に記載の発明は、混銑車内に収容された溶銑に脱りん剤を添加し、前記混銑車内で前記溶銑の上方空間から酸素ガスを吹き込んで脱りん処理する方法であって、前記混銑車の天井部に付着した付着物の最大厚みが前記混銑車の直胴部の内径の10%を超えないときには、前記酸素ガスを吹き込むノズル角度を鉛直下向き方向に対して20°未満とし、一方、前記付着物最大厚みが前記内径の10%を超えたときには、前記天井部のうち前記付着物の厚みが前記内径の10%を超えた部分に排ガスが到達するように、前記ノズル角度を鉛直下向き方向に対して下記の式(2) で計算されたθ１以上とすることを特徴とする溶銑脱りん方法である。
【００１７】
θ1（°）＝ exp [ ( XGAS + 16000 ) ／ 6000 ]  … (2)
ここに、
XD ≦ L のとき XGAS = XD で、  XD ＞ L のとき XGAS = L、
XD ＝ 6410 − 441 ( D0 ／ D1 )   … (3)、
D0 は前記混銑車直胴部の内径  [ mm ]、
D1 は前記付着物最大厚み  [ mm ]、
XGAS は前記排ガスの前記混銑車中心からの到達距離  [ mm ] 、
XD は前記付着物厚みが 0.1 D0 となる前記中心からの距離  [ mm ] 、及び
L は前記混銑車内部の軸方向長さの 1/2の長さ  [ mm ] である。
【００１８】
これにより、混銑車を脱りん処理に用いた場合に、前記付着物の厚みが所定の厚さを超えないときには天井部耐火物が高温の排ガスに曝されないので溶損することがなく、一方、前記付着物の厚みが前記所定の厚さを超えたときには前記付着物の厚みが前記所定の厚さを超えた部分に効果的に排ガスが到達するので、その部分の付着物が溶融して付着物厚みが減少し、スロッピング等の操業上の問題を回避できる。
【００２５】
請求項２に記載の発明は、混銑車内に収容された溶銑に脱りん剤を添加し、前記混銑車内で前記溶銑の上方空間から酸素ガスを吹き込んで脱りん処理する方法であって、前記酸素ガスを吹込むノズル角度を20°未満としたときに前記混銑車の天井部に付着する付着物の最大厚みの予測値を、（前記脱りん剤の一部として用いられる転炉スラグ中に含まれる全CaO 質量）／（前記脱りん剤中に含まれる全CaO 質量）×１００で計算される転炉スラグ置換率から下記の式(4) で計算されたD1とし、このD1が前記混銑車直胴部内径の10%を超えないときには、前記ノズル角度を鉛直下向き方向に対して20°未満に維持し、一方、D1が前記混銑車直胴部内径の10%を超えるときには、前記天井部のうち前記付着物の厚みが前記混銑車直胴部内径の10%を超える部分に排ガスが到達するように、前記ノズル角度を下記の式(2) で計算されるθ1以上とすることを特徴とする溶銑脱りん方法である。
【００２６】
D1 （mm）＝ 22.6 R  … (4)［再掲］
θ1（°） ＝ exp [ ( XGAS + 16000 ) ／ 6000 ]  … (2) ［再掲］
ここに、
R は前記転炉スラグ置換率  [ % ]、
XD ≦ L のとき XGAS = XD で、  XD ＞ L のとき XGAS = L、
XD ＝ 6410 − 441 ( D0 ／ D1 )、
D0 は前記混銑車直胴部の内径  [ mm ] 、
XGAS は前記排ガスの前記混銑車中心からの到達距離  [ mm ]、
XD は前記付着物厚みが 0.1 D0 となる前記中心からの距離  [ mm ] 、及び
L は前記混銑車内部の軸方向長さの 1/2の長さ  [ mm ]である。
【００２７】
これにより、混銑車を脱りん処理に用いた場合に、前記付着物最大厚みを直接測定する必要がなくこの測定に要する作業を省略できる（作業時間が不要となる）ので、請求項１に記載の発明と同様の作用効果を奏することに加え、安全性が向上しかつ生産性の低下が防止できるうえ、さらに、精度良く前記付着物最大厚み（D1 ）を予測することができる。
【００２８】
【発明の実施の形態】
発明者らは、脱りん処理中のフリーボード部の雰囲気温度を高めて付着物のバインダーの役目をしている低融点相を溶融することによりフリーボード部の耐火物内面における付着物の生成を抑制できると考えた。すなわち、付着物中の低融点相を溶融してスラグの粘性を低下させることによりスラグは耐火物内面から垂れ落ちてしまうため、付着物は除去され、ないしは成長が抑制される。発明者らは、実機の混銑車のフリーボード部耐火物内面から採取した付着物（化学組成［質量％］：CaO:48.75、SiO2:28.65、MgO:2.95、T.Fe:1.57、MnO:2.70、P2O5:1.73）をゼーゲルコーン状に成型したものを不活性ガス雰囲気中で徐々に昇温加熱し、雰囲気温度と付着物の溶融状態との関係を調査するラボテストを実施した。
図６に、雰囲気温度と付着物の外観形状との関係を示す。図６より、溶銑処理温度である1300℃では付着物は固体状態を維持しているが、1350℃まで温度を上げると付着物は軟化して溶流し（図示せず）、1400℃ではほぼ完全に溶流することがわかった。この調査結果から、脱りん処理中のフリーボード部の雰囲気温度を1350℃程度に上げることで付着を抑制できることが明らかとなった。
【００２９】
フリーボード部の雰囲気温度を約1350℃に上げるため、溶銑温度を約1300℃から約1350℃に上げてしまうと低温処理を好む脱りん反応が阻害され、脱りん剤の所要量が増加してしまう。したがって、溶銑温度は約1300℃のままでフリーボード部の雰囲気温度のみを約1350℃に上げる方法として、上吹き酸素による炉内COガスの二次燃焼の利用に着目した。
【００３０】
脱りん処理では、溶銑中の[P] の酸化剤として酸化鉄や酸素ガスが用いられる。この酸化鉄や酸素ガスは溶銑の上方から添加される場合と、溶銑中に浸漬したランスからインジェクションされる場合がある。いずれの場合も、これら酸化剤の添加により溶銑中に多量に存在する[C] が酸化されて式(5) で示される反応により多量のCOガスの発生を伴う。
【００３１】
O + [C] = CO  … (5)
【００３２】
溶銑の上方からランスを介して酸素ガスを溶銑に吹き付ける場合、酸素ガスの一部は溶銑中の［C] や[P] と反応せず、式(6) で示すように、前記溶銑中から発生したCOガスの燃焼に使用されることが知られており、この反応は二次燃焼と呼ばれる。この反応は大きな発熱反応であり、これにより排ガス温度が上昇するため、この反応を利用して雰囲気温度を上昇させることができる。
【００３３】
O2 + 2CO = 2CO2  … (6)
【００３４】
ただし、この二次燃焼熱をフリーボード部の耐火物内面に付着した付着物の除去ないし成長抑制に効果的に利用するためには、温度上昇した排ガスを、付着物が所定厚さ以上に成長した部分にのみ到達させてその部分の付着物を溶融させる一方、付着物がない若しくは付着物が薄い部分には、耐火物の損傷を回避するためできるだけ高温排ガスを到達させないことが好ましい。
【００３５】
しかしながら混銑車において脱りん処理を行なう場合、脱りん処理中はもちろん、脱りん処理終了後溶銑を払い出した状態においても炉内は高温のため炉内天井部に付着した付着物の厚みを炉内天井部全面にわたって測定することは非常に困難であり、付着物厚みが所定厚さを超えたか否かを知ることは容易でない。そこで発明者らは、一定期間脱りん処理に使用した300t級混銑車（炉内軸方向長さの1/2 をLとすると、L = 5500 mm）10台を常温まで冷却して炉内天井部に付着した付着物厚みを測定した結果、図１にその一例を示すように、受銑口から混銑車の直胴部を混銑車軸端部方向に進むとともに付着物厚みは厚くなり直胴部とコニカル部との境界から少し受銑口寄りの直胴部（混銑車中心からの距離をXとすると、X = 2000 mm 付近）で付着物厚みが最大となり、さらに軸端部方向に進むとともに付着物厚みは直線的に減少していくことが分かった。また、この付着物厚みが最大となる位置は混銑車によらずほぼ一定であった。このようにほぼ一定の位置で付着物厚みが最大となる理由は、インジェクションランスを一定の位置、深さで溶銑中に浸漬させて窒素ガス等の不活性ガスを用いて脱りん剤を溶銑中に吹き込んでいるので、この不活性ガスが湯面から流出する位置の上方の天井部に最も多量に予備処理スラグが飛散するからである。
【００３６】
各混銑車における、付着物の最大厚みD1（X = 2000 mmの位置の付着物厚み、単位mm）とコニカル部中央付近の付着物厚みD2（X = 3100 mmの位置の付着物厚み、単位mm）との関係を図にプロットすると図２が得られ、これより混銑車によらず、また付着物厚さによらず、最大厚みD1と前記コニカル部中央付近の付着物厚みD2とは、常に、ほぼ下記の式(7) の関係にあることがわかった。
【００３７】
D2 = 0.75 D1 … (7)
【００３８】
この式(7) の関係と、図１に示した混銑車中心からの距離X と付着物の厚みD とが付着物最大厚みとなる位置より軸端部側（X≧2000 mm）において直線関係を示すことから、X≧2000 mm における付着物の厚みD は下記の式(8) で推算できる。
【００３９】
D = （1.455 − 0.000227 X）・D1 … (8)
【００４０】
なお、この式(8) は、300t級混銑車について求めたものであるが、混銑車の規模（サイズ）が異なっても、上述したように天井部の付着物厚みはインジェクションランス浸漬位置からの実際の混銑車軸方向距離に依存するといえるので、このまま式(8) を適用し得る。
【００４１】
一方、発明者らは、上吹き酸素ランスによる酸素の吹込みノズル角度を変更することにより排ガスの天井部への到達距離を変えることができると考え、実機300t級混銑車の1/10サイズの三次元冷間模型（透明アクリル樹脂製）に溶銑を模擬した水を所定量充填し、ランス先端のガス吹込みノズルの角度を種々変更してガスを吹込み、排ガスが到達し得る天井部の位置を調査した。なお、ガス流れを可視化するため煙を添加した常温の空気を吹込みガスとして用い、目視にて煙が到達した最も模型の軸方向端部に近い天井部の位置を排ガスが到達し得る位置とした。混銑車（模型）中心から排ガスが到達し得る位置までの水平距離を「排ガス到達距離」と定義する。この模型実験で得られたランスのノズル角度と排ガス到達距離との関係から通常のスケールアップ手法により、実機（300t級混銑車）における、前記ノズル角度θと排ガス到達距離XGASとの関係を求めた。その結果を図３に示す。この図３から明らかなように、前記ノズル角度が鉛直下向き方向に対して大きくなるにしたがい排ガス到達距離は大きくなり、曲線近似を行なうことにより下記の式(9) で示される関係を得た。
【００４２】
XGAS ＝ 6000 log e θ − 16000 … (9)
【００４３】
さらにこの式(9) を変形して以下の式(2') が得られる。
【００４４】
θ ＝ exp [ ( XGAS + 16000 ) ／ 6000 ] … (2')
【００４５】
なお、この式(2') は、300t級混銑車に対して求めたものであるが、混銑車の規模（サイズ）が異なっても、ノズル出口の浴面からの高さ（ランス高さ）は、浴から飛散するスラグや地金等の付着を回避するためほぼ一定で操業されるので、このまま式(2') を適用し得る。
【００４６】
付着物厚みが混銑車直胴部の内径D0の約10% を超えるとフリーボード部の内容積が小さくなりすぎ前述のスロッピングの恐れが高まるので、以下に示すようにしてノズル角度を決定するとよい。
【００４７】
すなわち、最大付着物厚みD1 が混銑車直胴部内径D0の10% を超えた場合（D1 ＞ 0.1 D0 の場合）には、式(8) を用いて付着物厚みDが、0.1 D0 となる位置Xを計算で求めてこれをXD（式(8) に D ＝ 0.1 D0 を代入することにより、XD ＝ 6410 − 441 ( D0 ／ D1 )   … (3) ［再掲］となる）とし、次いでこの位置XDまで排ガスを到達させ得るノズル角度θを式(9) を用いて計算で求めこれをθ1とする（すなわち、θ1 ＝ exp [ ( XD + 16000 ) ／ 6000 ]となる）。そして実際のノズル角度をθ1以上とする。なお、上記計算された位置XDが混銑車の軸方向長さの1/2 であるL を超えてしまう場合（言い換えれば、混銑車の軸端部における付着物厚みが直胴部の10%を超えてしまっている場合）には、排ガスを到達させ得る距離がL となるノズル角度θ1を式(2) により計算で求め、実際のノズル角度をこのθ1以上とすればよい（すなわち、θ1 ＝ exp [ ( L + 16000 ) ／ 6000 ] となる）。これにより、付着物の厚みが直胴部内径D0の10% を超えた部分に確実に排ガスが到達するので、その部分の付着物が溶融して付着物の厚みが減少する。
【００４８】
一方、付着物最大厚みD1が直胴部内径D0の10% 以下の場合（D1 ≧ 0.1 D0 の場合）には、スロッピングによる問題は生じないので、むしろ排ガスが付着物厚みの薄い部分に行かないように、ノズル角度を、排ガスが付着物最大厚みの位置（X ＝ 2000 mm）までしか到達しない20°以下（図２参照）とする。これにより、排ガスによる天井部の耐火物の溶損が回避できる。
【００４９】
以上の方法により、付着物の最大厚みがわかれば、天井部全体の付着物厚みが推定でき、付着物厚みが所定の厚さを超えた部分に効果的に排ガスが到達するようにノズル角度を設定できる。
【００５０】
なお付着物の最大厚みは、例えば脱りん処理終了後、溶銑を払い出した後に通常、取り鍋精錬等で用いられる水冷構造の炉内観察装置を受銑口から挿入して測定する方法等を用いればよい。
【００５１】
また、発明者らは、付着物厚みは前述の脱りん剤の転炉スラグ置換率と密接な関係があると考え、ノズル角度15°に固定して転炉スラグ置換率を種々変更して脱りん処理を行なったときの付着物最大厚みを混銑車冷却後に測定した結果を図４に示す。この図４より、付着物最大厚みD1は転炉スラグ置換率Rと下記の式(4)
に示す比例関係にあることがわかった。
【００５２】
D1 ＝ 22.6 R … (4)［再掲］
転炉スラグ置換率が与えられれば、混銑車内で発生する予備処理スラグの組成はほぼ一定となるため付着物の溶融温度もほぼ一定となり、しかも混銑車の規模（サイズ）にかかわらず雰囲気温度はほぼ一定で脱りん処理が行なわれるので、付着物厚みもほぼ一定となる。したがって、式(4) は混銑車の規模（サイズ）に関係なく使用できる。
【００５３】
この式(4) を用いて付着物最大厚みを推定すれば、前述の炉内観察装置等による測定が不要となるのでさらに好ましい。
【００５４】
本発明の作用効果を確認するため、実機300 t級の混銑車を用いて以下の実験を実施した。
【００５５】
【実施例】
（実施例１）
特定の混銑車（直胴部内径：D0 ＝ 3258 mm、混銑車内軸方向長さの1/2：L ＝ 5500 mm）について、以下の脱りん方法で200 回の脱りん処理を実施した。高炉鋳床上で脱珪処理を実施し、脱珪された溶銑を280 〜 320 tの範囲で混銑車に受銑した。当該処理で発生した脱珪スラグをスラグドラッガーにより除去した後、溶銑1 t 当たり転炉スラグ粉15 〜 25 kg、生石灰粉7 〜 13  kg、蛍石粉0.9 〜 1.5 kg、鉄鉱石粉20 〜 40 kgの混合物を溶銑中に侵漬したランスから10 m3(標準状態)/minの窒素ガスと共に吹き込み、脱りん処理を行った。このときの脱りん剤の転炉スラグ置換率R は40〜50 %であった。
【００５６】
転炉スラグ置換率R を50 %として、式(4) により付着物最大厚さD1を求めると、D1 ＝ 1130 mmとなり、D1は0.1 D0 （＝ 325.8 mm）より大きいので、次いで、式(4) より付着物厚みが0.1 D0 （＝ 325.8 mm）となる混銑車中心からの距離XDを求めると、XD ＝ 5139 mmとなった。したがって、XD ＜ L であるので、XGAS ＝ XD （＝ 5139 mm）として、式(2)からθ1を求めると、θ1 ＝ 33.9°となった。この結果から、ノズル角度をθ1より少し大きい35°に決定した。脱りん処理には、このノズル角度（35°）で2 孔（吹き出し酸素ガスが混銑車長手両方向に向かうよう配置）の水冷式のランスから溶銑上に溶銑１ｔ当たり酸素ガス0.5 〜 3.0 m3（標準状態）吹付けた。当該混銑車は、上記200 回の脱りん処理終了後も、天井部耐火物内面にはわずかのスラグ付着が認められるものの著しい成長はなく、またこれらの耐火物の溶損は見られなかった。なお、予備処理スラグの組成範囲（質量％）は次の通りであった。CaO:38.9〜49.7、SiO2:12.7〜15.7、MgO:1.8〜4.3、T.Fe:10.7〜15.2、MnO:2.3〜4.6、P2O5:2.9〜5.0。
【００５７】
（実施例２）
次に、上記と同じ混銑車について、以下の脱りん方法で200 回の脱りん処理を実施した。高炉鋳床上で脱珪処理を実施し、脱珪された溶銑を280 〜 320 tの範囲で混銑車に受銑した。当該処理で発生した脱珪スラグをスラグドラッガーにより除去した後、転炉スラグ粉は使用せず、溶銑1 t当たり生石灰粉13 〜 25 kg、蛍石粉0.9 〜 1.5 kg、鉄鉱石粉20 〜 40 kgの混合物を溶銑中に侵漬したランスから10 m3(標準状態)/minの窒素ガスと共に吹き込み、脱りん処理を行った。
【００５８】
このときの脱りん剤の転炉スラグ置換率は0 %であり、式(4) より付着物最大厚さD1 ＝ 0 mmとなり、D1が0.1 D0 （＝ 325.8 mm）より小さいので、ノズル角度を20°より少し小さい15°に決定した。脱りん処理には、このノズル角度15°で2 孔（吹き出し酸素ガスが混銑車長手両方向に向かうよう配置）の水冷式のランスから溶銑上に溶銑1 t当たり酸素ガス0.5 〜 3.0 m3（標準状態）吹付けた。実施例１と同様、当該混銑車は、上記200 回の脱りん処理終了後も、天井部耐火物内面の付着物の成長は見られず、またこれらの耐火物の溶損も認められなかった。なお、予備処理スラグの組成範囲（質量％）は次の通りであった。CaO:45.0〜62.0、SiO2:7.5〜12.6、MgO:2.5〜3.5、T.Fe:9.8〜16.5、MnO:1.3〜2.7、P2O5:3.8〜5.4。
【００５９】
（比較例１）
次に、上記と同じ混銑車について、実施例２とはノズル角度のみを変更し、その他の条件は実施例２と同一として脱りん処理を実施した。本比較例においては、ノズル角度を本発明の範囲外である20°より大きい30°とした。当該混銑車は、上記200 回の脱りん処理終了後には、天井部耐火物の付着物の成長は見られなかったものの、受銑口近傍の直胴部の天井部耐火物に異常溶損が認められ、その部分の耐火物厚みは他の部分の耐火物厚みに比べ約30% 以上薄くなっていた。
【００６０】
（比較例２）
実施例１、２および比較例１と同一サイズであるが別の特定の混銑車について、実施例１とはノズル角度のみを変更し、その他の条件は実施例1と同一として脱りん処理を実施した。本比較例において、ノズル角度を本発明の範囲外であるθ1 （＝ 33.9°）より小さい15°とした。当該混銑車は、上記200 回の脱りん処理終了後、受銑口近傍の直胴部の天井部耐火物に厚さ約1 mのスラグ付着が認められた。
【００６１】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に記載の発明によれば、混銑車を脱りん処理に用いた場合に、天井部の付着物の厚みが所定の厚さを超えないときには天井部耐火物が高温の排ガスに曝されないので溶損することがなく、耐火物寿命が延びるため耐火物コストが低減でき、耐火物補修等のメンテナンスコストも低減できる。一方、前記付着物の厚みが前記所定の厚さを超えたときには前記付着物の厚みが前記所定の厚さを超えた部分に効果的に排ガスが到達するため、その部分の付着物が溶融して付着物厚みが減少し、スロッピング等の操業上の問題を回避できるので、混銑車内に受ける溶銑量が増加して脱りん処理能力が上昇し、その結果、溶銑単位質量当たりの耐火物コストが大幅に低減できる。また付着物除去作業が不要となり、メンテナンスコストも低減できる。
【００６３】
請求項２に記載の発明によれば、混銑車を脱りん処理に用いた場合に、前記付着物最大厚みを直接測定する必要がなくこの測定に要する作業を省略できる（作業時間が不要となる）ので、安全にかつ生産性の低下を防止しつつ、請求項１に記載の発明と同様の効果を得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】混銑車内天井部に付着した付着物の様子を説明する図である。
【図２】付着物最大厚みとコニカル部中央付近の付着物厚みとの関係を示す図である。
【図３】ランスノズル角度と排ガス到達距離との関係を示す図である。
【図４】脱りん剤の転炉スラグ置換率と付着物最大厚みとの関係を示す図である。
【図５】脱りん剤の転炉スラグ置換率と予備処理スラグ中の遊離石灰濃度との関係を示す図である。
【図６】付着物の溶融状態を表す図である。
【図１】
0004541521.tif 000002
【図２】
0004541521.tif 000003
【図３】
0004541521.tif 000004
【図４】
0004541521.tif 000005
【図５】
0004541521.tif 000006
【図６】
0004541521.tif 000007